Badania mocy cieplnej w pompie zębatej 3PZ4

Transkrypt

1 Badania mocy cieplnej w pompie zębatej 3PZ4 Piotr Osiński, Weronika Huss, Paweł Bury, Krzysztof Kiec Spis oznaczeń c ol ciepło właściwe oleju klasy ISO VG 68; c w, śr średnie ciepło właściwe powietrza w warstwie przyściennej; Gr liczba Grashoffa; L char wymiar charakterystyczny; M moment mierzony na wale pompy; n prędkość obrotowa wału pompy; Nu liczba Nusselta; Pr liczba Prandtla; p tn zadane ciśnienie tłoczenia; Q strumień ciepła przenikający przez pokrywę; Q korp moc cieplna przenikająca przez pokrywę; Q rz wydajność rzeczywista; Q str moc strat całkowitych; Ra liczba Rayleigha; T ot temperatura powietrza; T ść temperatura powierzchni pokrywy; T śr średnia temperatura w warstwie przyściennej powietrza; T ol średnia temperatura cieczy hydraulicznej; α współczynnik wnikania ciepła; β współczynnik ściśliwości powietrza; Δp przyrost ciśnienia w pompie zębatej; ν ot lepkość kinematyczna powietrza; ν ść lepkość kinematyczna powietrza o temperaturze powierzchni pokrywy; ν śr średnia lepkość kinematyczna powietrza w warstwie przyściennej; η c sprawność całkowita pompy; ρ ol gęstość oleju klasy ISO VG 68; ρ ot gęstość powietrza otoczenia; ρ ść gęstość powietrza o temperaturze powierzchni pokrywy; ω prędkość kątowa obrotu wału pompy. Streszczenie: Zbyt wysoka temperatura cieczy hydraulicznej uniemożliwia poprawną pracę układu hydraulicznego i skraca trwałość jego elementów. Pompa zębata o zazębieniu zewnętrznym, z powodu ograniczonej sprawności wynikającej z cech konstrukcyjnych, jest znacznym źródłem ciepła w układzie. Ciepło to w znacznej części odbierane jest przez ciecz hydrauliczną w warunkach konwekcji wymuszonej oraz przez powietrze otoczenia, głównie poprzez konwekcję naturalną. W artykule zaprezentowano wyniki badań dotyczące wzrostu temperatury cieczy hydraulicznej pomiędzy stroną tłoczną a ssawną oraz źródeł ciepła w pompie 3PZ4 produkcji WPH. Wykonano w ramach projektu p.t. Opracowanie konstrukcji wysokociśnieniowych pomp zębatych, realizowanego w ramach Programu Badań Stosowanych w ścieżce A Umowa Nr PBS3/A6/22/2015. Słowa kluczowe: pompa zębata, ciepło strat, przegrzanie cieczy hydraulicznej, układ hydrauliczny, wymiana ciepła Abstract: Too high hydraulic fluid temperature prevents the correct operation of the hydraulic and reduces the durability of its components. Gear pump with external gear due to reduced efficiency resulting from construction is a significant source of heat in the system. The heat is largely received by hydraulic fluid under conditions of forced convection and ambient air, mainly through natural convection. The article presents the results of tests on the hydraulic fluid temperature rise between the discharge and suction and heat sources in the pump 3PZ4 WPH production. Was performed within the framework of the project entitled Development of a design of the high-pressure gear pumps in the framework of the Research Used in the path A, the agreement No PBS3/A6/22/ Wstęp Układ hydrauliczny w celu poprawnej pracy musi rozproszyć ciepło powstałe w wyniku strat energii mechanicznej [8]. W niektórych zastosowaniach konwencjonalne metody odprowadzania ciepła okazują się niewystarczające, co przy ciągłej pracy skutkuje nadmiernym wzrostem temperatury cieczy hydraulicznej. Sytuacja taka ma miejsce m.in. w kopalniach węgla kamiennego oraz rudy miedzi, gdzie ze względu na stosunkowo wysoką temperaturę oraz zapylenie powietrza zdolności chłodzenia układu są ograniczone [2, 4]. Spowodowane powyższymi czynnikami przegrzanie układu hydraulicznego jest jednoznacznie szkodliwe, zwłaszcza w kontekście degradacji uszczelnień siłowników [4, 6] oraz szybkości starzenia się cieczy hydraulicznej. Pompa zębata, ze względu na doprowadzaną moc i ograniczoną sprawność, jest jednym ze znaczących źródeł ciepła w układzie hydraulicznym [3, 5, 7]. Określenie przyrostów temperatury cieczy w poszczególnych częściach układu pozwala na zaprojektowanie optymalnego rozwiązania ograniczającego te niekorzystne zjawiska. W wyniku analizy konstrukcji pompy 3PZ4 wyodrębniono najważniejsze źródła ciepła oraz mechanizmy ich generowania (zgodnie z malejącymi udziałami w sumie strat) [3, 5, 7]: 110 Nr 3 Marzec 2018 r.

2 tarcie wierzchołków zębów kół zębatych o wewnętrzną powierzchnię obwodową korpusu pompy po stronie ssawnej; tarcie powierzchni czołowych kół zębatych o powierzchnie bloków łożyskowych wskutek kompensacji luzów osiowych; poślizg względny zębów kół zębatych w skrajnych punktach linii przyporu; straty ciśnienia podczas otwierania przestrzeni zasklepionej po stronie ssawnej pompy oraz wskutek zmiany kierunku pędu cieczy hydraulicznej podczas napływu do obszaru roboczego pompy; straty liniowe ciśnienia wskutek tarcia między warstwą przyścienną cieczy hydraulicznej a powierzchniami boczną i czołowymi korpusu pompy zębatej. Wszystkie wymienione mechanizmy zachodzą jednocześnie, zatem dokonanie oceny ilościowej z wyodrębnieniem poszczególnych źródeł ciepła jest trudnym i niekoniecznie technicznie uzasadnionym zagadnieniem. Mając na uwadze warunki eksploatacji i optymalizację układu hydraulicznego pod względem temperatury cieczy hydraulicznej, istotne jest określenie rozdziału strat pomiędzy czynnik a otoczenie, co jest przedmiotem prezentowanych w artykule badań. Rys. 1. Pompa 3PZ4 w punkcie pracy 160 MPa / 1500 obr./min Rys. 2. Pompa 3PZ4 w punkcie pracy 280 MPa / 1500 obr./min 2. Przeprowadzone symulacje i badania 2.1. Moc cieplna przekazana do otoczenia Opisywane badania prowadzone są w Laboratorium Napędów Hydraulicznych i Wibroakustyki Maszyn na Wydziale Mechanicznym Politechniki Wrocławskiej. Moc cieplną odprowadzoną do otoczenia obliczono na podstawie pola temperatur uzyskanego dla pokrywy pompy przy użyciu kamery termowizyjnej FLIR P640. Na rysunku 1 i 2 przedstawiono wykonane zdjęcia, które pozwoliły na identyfikację źródła ciepła, jakim jest tarcie wierzchołków kół zębatych o powierzchnię korpusu po stronie ssawnej pompy. Widoczna różnica temperatur pozwala stwierdzić, że źródło to ma charakter dominujący. Na podstawie otrzymanych wartości temperatur oraz faktu, że otoczeniem dla pompy jest powietrze, można stwierdzić, że udział strat ciepła na zewnątrz układu jest niewielki [1, 9], natomiast ze względu na niewielką różnicę temperatur między pokrywą a otoczeniem (t ot = 22,4 C w warunkach pomiaru) promieniowanie cieplne jest pomijalnie małe [1]. Korzystając z tych danych, obliczono strumień ciepła oddawanego do otoczenia przez pokrywę w zależności od temperatur powietrza oraz powierzchni zewnętrznej korpusu. W tabeli 1 zamieszczono przykład jednej z serii obliczeniowych. W przytoczonych obliczeniach liczba Nusselta została określona empiryczną formułą dla przegród pionowych [1]. Nu = 0,59 Ra 1 4 (1) Właściwości powietrza zostały zaczerpnięte z biblioteki CoolProp dla programu MS Excel (dla ciśnienia otoczenia p ot = Pa). Na rysunku 3 przedstawiono zbiorcze wyniki obliczeń strumienia ciepła przenikającego przez pokrywę pompy 3PZ4. Aby obliczyć moc cieplną rozpraszaną przez korpus, oszacowano jego powierzchnię zewnętrzną. Przyjęto, że wszystkie powierzchnie korpusu oddają taki sam strumień ciepła na jednostkę powierzchni, jak pokrywa, łącznie z powierzchnią styku pompa konsola. Powyższe założenie przyjęto, ponieważ spośród trzech przypadków konwekcji naturalnej, mającej miejsce dla korpusu i powietrza, przenikanie przez pionową przegrodę ma wartość zbliżoną do wartości średniej. Ponadto współczynniki wnikania dla konwekcji naturalnej po stronie

3 Tabela 1. Seria obliczeń strumienia ciepła oddawanego przez pokrywę pompy 3PZ4 do otoczenia w przedziale temperatur korpusu C osiąganym w polu temperatur uzyskanym kamerą FLIR P640 Wielkość Jednostka Wynik T ść K 345,15 341,15 337,15 333,15 329,15 T ot K 294,15 294,15 294,15 294,15 294,15 ρ ść kg/m 3 1,02 1,03 1,05 1,06 1,07 ρ ot kg/m 3 1,20 1,20 1,20 1,20 1,20 β 1/K 0,0029 0,0029 0,0030 0,0030 0,0030 ν ść m 2 /s 2,02E-05 1,98E-05 1,94E-05 1,90E-05 1,86E-05 ν ot m 2 /s 1,52E-05 1,52E-05 1,52E-05 1,52E-05 1,52E-05 ν śr m 2 /s 1,77E-05 1,75E-05 1,73E-05 1,71E-05 1,69E-05 T śr K 319,65 317,65 315,65 313,65 311,65 c w, ść J/(kg K) 1007, , , , ,85 λ śr W/(m K) 0,068 0,068 0,068 0,068 0,068 Pr 0,291 0,289 0,288 0,286 0,284 L char m 0,11 0,11 0,11 0,11 0,11 Gr Ra Nu 21,60 21,32 21,00 20,65 20,24 α W/(m 2 K) 13,36 13,19 12,99 12,77 12,52 Q W/m powietrza przyjmują niewielkie wartości, a ich zmiana nie wpływa znacząco na obliczoną moc cieplną [1, 9]. W tabeli 2 zaprezentowano pola powierzchni wzięte pod uwagę w obliczeniach, natomiast na rysunku 4 przedstawiono obliczone zależności rozpraszanej mocy cieplnej w zależności od temperatury korpusu dla różnych temperatur otoczenia Moc cieplna dostarczona do cieczy hydraulicznej Z uzyskanych wyników dotyczących zewnętrznej wymiany ciepła można wnioskować, że prawie cała moc cieplna wygenerowana w wyniku strat w pompie zostanie przejęta przez ciecz hydrauliczną. Suma strat jest związana ze sprawnością pompy zębatej oraz mocą włożoną do pompy, mierzoną na wale pompy [3, 5]. Na rysunku 5 przedstawiono sprawność całkowitą pompy zębatej w funkcji ciśnienia tłoczenia dla różnych prędkości obrotowych, wyznaczoną za pomocą poniższej zależności: η c = Q rz p Mω Na kolejnym rysunku (rys. 6.) przedstawiono moc strat ciepła, która wynika ze sprawności pompy. Do jej wyznaczenia posłużono się następującą zależnością: (2) Q strat = Mω(1 η c ) (3) W kontekście badanego zagadnienia przegrzewania się oleju hydraulicznego równie istotny co moc cieplna jest wzrost temperatury cieczy hydraulicznej w pompie zębatej. Aby go określić, konieczne jest przyjęcie gęstości oraz ciepła właściwego cieczy Tabela 2. Zewnętrzne pola powierzchni elementów pompy 3PZ4 przyjęte do obliczeń Powierzchnia zewnętrzna korpusu Typ powierzchni [mm 2 ] Pokrywa Płyta Powierzchnia styku z konsolą hydraulicznej. W celu określenia wspomnianych parametrów cieczy skorzystano z bazy danych, a następnie określono przedział zmienności tych wielkości, tak aby przyjąć wartość średnią reprezentatywną dla rozpatrywanych punktów pracy [10]. Równania (4 5) przedstawiają wykorzystane formuły, natomiast w tabeli 3 przedstawiono przyjęte wartości: gęstość oleju o klasie lepkości ISO VG 68: ρ ol = 888,42 0,5621 (T ol 273,15) (4) ciepło właściwe oleju o klasie lepkości ISO VG 68: SUMA [mm 2 ] c ol = 1778,9 + 4,3689 (T ol 273,15) (5) Dane przedstawione w tabeli 3 potwierdzają niewielką zmienność tych parametrów w badanym przedziale temperatur. Przyrost temperatur cieczy hydraulicznej w pompie zębatej 112 Nr 3 Marzec 2018 r.

4 Rys. 3. Strumień ciepła rozpraszanego przez pokrywę pompy 3PZ4 w funkcji temperatur powierzchni zewnętrznej pokrywy oraz powietrza Rys. 5. Sprawność całkowita pompy 3PZ4 w zależności od prędkości obrotowej i zadanego ciśnienia tłoczenia Rys. 4. Moc cieplna rozpraszana przez korpus pompy 3PZ4 w funkcji temperatur powierzchni zewnętrznej korpusu wyznaczona dla różnych temperatur powietrza Rys. 6. Moc strat ciepła wynikająca ze sprawności pompy 3PZ4 w funkcji ciśnienia tłoczenia dla różnych prędkości obrotowych Nr 3 Marzec 2018 r. 113

5 Tabela 3. Przyjęty przedział temperatur cieczy hydraulicznej oraz średnie wartości jej właściwości przyjęte do obliczeń T ol ρ ol c ol C kg/m 3 J/(kg K) , , , ,35 T ol 857, ,16 obliczono według równania (6), zakładając na podstawie uzyskanych wcześniej wyników, że moc cieplna rozproszona przez korpus wynosi: t = Q strat Q korp Q rz ρ ol c ol (6) Na rysunku 7 przedstawiono uzyskane wartości przyrostu temperatury. 3. Podsumowanie Na podstawie uzyskanych wyników sformułowano bilans energii dla pompy zębatej o zazębieniu zewnętrznym. Wynika z niego, że prawie cała wytworzona moc cieplna, będąca skutkiem strat w pompie, zostaje przejęta przez ciecz hydrauliczną. Moc ta jest znaczna, a w przełożeniu na wzrost temperatury cieczy hydraulicznej może, przy nieprawidłowym odprowadzeniu ciepła, powodować problemy eksploatacyjne w dalszych częściach układu. Ponadto zidentyfikowano dominujące źródło ciepła w obrębie pompy zębatej w oparciu o badania z wykorzystaniem kamery termowizyjnej. Dokonana analiza ciepła przejętego przez ciecz odbyła się metodą pośrednią. Planuje się, w ramach prowadzenia dalszych prac badawczych, podjęcie próby pomiaru bezpośredniego, w celu weryfikacji przeprowadzonych obliczeń oraz oceny ich zgodności z pomiarami za pomocą kamery termowizyjnej. Literatura [1] Cengel Y.A.: Heat Transfer, A Practical Approach. McGraw-Hill, 2003 [2] Drenda J.: Ocena klimatycznych warunków pracy górników w polskich kopalniach węgla kamiennego i rudy miedzi. Politechnika Śląska, Górnictwo i Geologia Zeszyt 3, Tom 7, Gliwice [3] Kollek W.: Pompy zębate, konstrukcja i eksploatacja. Zakład Narodowy im. Ossolińskich Wydawnictwo, Wrocław [4] Kollek W., Osiński P., Siwulski T.: Degradacja uszczelnień siłowników hydraulicznych efektem nadmiernego miejscowego wzrostu temperatury cieczy w kopalnianych maszynach roboczych. Konferencja naukowo-techniczna: Maszyny i pojazdy dla budownictwa i górnictwa skalnego, września 2014, Wrocław: SIMP Ośrodek Doskonalenia Kadr. [5] Osiński P.: Wysokociśnieniowe i niskopulsacyjne pompy zębate o zazębieniu zewnętrznym. Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, Wrocław Rys. 7. Przyrost temperatury cieczy hydraulicznej w obrębie pompy zębatej 3PZ4 w funkcji prędkości obrotowej i zadanego ciśnienia tłoczenia [6] Płonka Z.: Odporność elementów uszczelniających na trudno palne ciecze hydrauliczne stosowane w maszynach i urządzeniach górniczych, DOZUT-TRAGOR Sp. z o.o., Maszyny Górnicze 3/2012. [7] Stryczek J.: Koła zębate maszyn hydraulicznych. Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, Wrocław [8] Sebastian M., Jürgen W.: Prediction of the thermo-energetic behaviour of an electrohydraulic compact drive. Thermal Behaviour. 10th International Fluid Power Conference (10. IFK) March 8 10, Dresden 2016, Vol. 2, pp , [9] Wiśniewski S., Wiśniewski T.: Wymiana ciepła. Wydanie piąte zmienione, Wydawnictwa Naukowo-Techniczne, Warszawa 1994, [10] [Dostęp z dnia r.]. Dr hab. inż. Piotr Osiński Kierownik Laboratorium. Laboratorium Napędów Hydraulicznych i Wibroakustyki Maszyn ( Dr inż. Weronika Huss Pracownik naukowo-dydaktyczny, adiunkt, Mgr inż. Paweł Bury Pracownik naukowo-dydaktyczny, asystent, Inż. Krzysztof Kiec Absolwent studiów inżynierskich na Wydziale Mechaniczno-Energetycznym, Politechnika artykuł recenzowany 114 Nr 3 Marzec 2018 r.